TENKOSTĚNNÉ PŘESYPANÉ KONSTRUKCE FLEXIBLE BURIED STRUCTURES

VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ BRNO UNIVERSITY OF TECHNOLOGY FAKULTA STAVEBNÍ ÚSTAV BETONOVÝCH A ZDĚNÝCH KONSTRUKCÍ FACULTY OF CIVIL ENGINEERING INSTITUTE OF CONCRETE AND MASONRY STRUCTURES TENKOSTĚNNÉ PŘESYPANÉ KONSTRUKCE FLEXIBLE BURIED STRUCTURES TEZE DISERTAČNÍ PRÁCE DOCTORAL THESIS SUMMARY AUTOR PRÁCE AUTHOR VEDOUCÍ PRÁCE SUPERVISOR Ing. Vladimír Houšť Prof. Ing. Jiří Stráský, DSc. BRNO 2013

Abstrakt Předkládaná disertační práce je zaměřena na analýzu tenkostěnných přesypaných klenbových konstrukcí. Štíhlá betonová klenba je řešena s využitím nelineárního FE-modelu, který zohledňuje konstitutivní vztahy pro zeminy, interakci zásypu se zeminou a postupnou výstavbu s vlivem hutnění. Pokročilý FE-model byl kalibrován měřenými daty z experimentů dvou přesypaných obloukových konstrukcí. Matematické optimalizační metody genetických algoritmů a Levenberg- Marquardt metoda jsou aplikovány na kalibrované komplexní výpočtové modely za účelem eliminace ohybové složky napětí v betonovém průřezu přesypané klenby. K interpolaci tlakové čáry od zatížení je střednice klenby parametrizována Bézierovou křivkou třetího stupně. Optimalizační metoda je aplikována v rozsáhlé parametrické studii, z které jsou získány optimální geometrie pro přesypané klenby různého poměrného vzepětí, výšky nadnásypu a typu podloží. Pro praktické využití jsou vypsány parametry Bézierovi křivky pro jednotlivé výsledné geometrie. Následně je aplikována optimalizační metoda k teoretické redukci napětí optimalizací geometrie střednice na dříve kalibrovaném modelu přesypané klenby. Jsou prezentovaný porovnání zemních tlaků, vnitřních sil a deformací štíhlé klenby v průběhu výstavby pro jednotlivé klenby dle poměrného vzepětí. Působení štíhlé přesypané klenby při lokálním zatížení dopravou modelem LM1 bylo analyzováno s využitím 3D modelu s vlivem různých výšek nadnásypu. Klíčová slova interakce konstrukce se zeminou, tenkostěnné betonové klenby, přesypané konstrukce, hloubené tunely, přesypané obloukové mosty, ekodukty, tvarová optimalizace, genetické algoritmy, Bézierova křivka, zemní tlaky, ANSYS.

Abstract The thesis is devoted to analysing of flexible buried arch structures. Modelling of the flexible concrete arch is carried out via a nonlinear finite element model that accounts for soil constitutive relations, soil-structure interactions, sequential construction stages and soil compaction. Advanced FE-model was verified by measurement obtained by full-scale field testing of two buried arches. Mathematical optimization methods of genetic algorithms and Levenberg- Marquardt method are applied to already calibrated complex computational models in order to reduce bending and associated flexural stresses in the concrete section of buried arch. Centre line of the arch is parameterized by cubic Bezier curve to reach interpolation of thrust line. Optimization technique is applied with extensive parametrical study which shows the optimal shapes for buried arches of various span/rise ratios, backfill depths and foundation soil types. For practical application are given coordinates of Bézier curve control polygons of particular resulting shape. Subsequently is applied optimization method for a theoretical reduction of tensile stresses obtained by shape optimization of previously verified numerical model of buried arch. Comparisons of earth pressure, bending moment axial force and deflection of flexible structure during sequential construction of different span/raise ratios of buried arches are presented. The behaviour of flexible buried arch with effect of local traffic load model LM1 has been analysed via 3D finite elements model with respect to different depth of backfill above crown. Key words soil-structure interactions, flexible concrete arch, buried structures, cut-and-cover structures, buried arch bridges, wildlife crossings, shape optimization, genetic algorithm, Bézier curve, earth pressures, ANSYS.

Obsah 1 ÚVOD DO PROBLEMATIKY PŘESYPANÝCH KONSTRUKCÍ... 1 1.1 HISTORICKÝ VÝVOJ... 1 1.2 PRAKTICKÉ VYUŽITÍ PŘESYPANÝCH KONSTRUKCÍ... 1 1.3 TYPY PŘESYPANÝCH KONSTRUKCÍ... 1 1.4 REALIZOVANÉ KONSTRUKCE... 1 1.5 TEORETICKÉ POZADÍ PŘESYPANÝCH KONSTRUKCÍ... 4 1.6 SOUČASNÝ STAV PROBLEMATIKY... 5 1.7 CÍLE DISERTAČNÍ PRÁCE... 6 2 GEOLOGIE ZEMINY... 7 2.1 MECHANICKÉ CHOVÁNÍ ZEMIN... 7 2.2 TECHNOLOGIE ZÁSYPU... 8 2.3 MATEMATICKÉ MODELOVÁNÍ ZEMIN... 9 3 VÝPOČTOVÉ MODELY... 10 3.1 METODY ANALÝZY... 10 3.2 VLIV TŘENÍ MEZI ZEMINOU A POVRCHEM KLENBY... 12 4 GEOMETRIE PŘESYPANÉ KLENBY... 13 4.1 VLIV TVARU STŘEDNICE... 13 4.2 NÁVRH STŘEDNICE... 14 4.3 VÝŠKA PRŮŘEZU KLENBY... 15 4.4 ŠTÍHLOST OBLOUKU... 15 5 OPTIMALIZACE GEOMETRIE... 16 5.1 OPTIMALIZACE KONSTRUKCÍ... 16 5.2 OPTIMALIZAČNÍ METODY... 17 5.3 OPTIMALIZACE GEOMETRIE PŘESYPANÉ KLENBY... 18 5.4 PARAMETRICKÁ OPTIMALIZAČNÍ STUDIE... 21 5.5 APLIKACE OPTIMALIZACE... 25 6 VYBRANÉ PROBLÉMY PŘESYPANÝCH KONSTRUKCÍ... 26 6.1 ZATÍŽENÍ PŘESYPANÝCH KONSTRUKCÍ... 26 6.2 POZNÁMKY K PROBLEMATICE PŘESYPANÝCH OBLOUKŮ... 28 7 ZÁVĚRY DISERTAČNÍ PRÁCE... 29 7.1 DALŠÍ VÝVOJ PŘESYPANÝCH KONSTRUKCÍ... 31 VYBRANÁ AUTORSKÁ PUBLIKAČNÍ ČINNOST... 32 SEZNAM VYBRANÝCH UŽITÝCH ZDROJŮ... 32

Úvod do problematiky přesypaných konstrukcí 1 1 ÚVOD DO PROBLEMATIKY PŘESYPANÝCH KONSTRUKCÍ 1.1 HISTORICKÝ VÝVOJ Koncept přesypané klenby patří k nejstarším konstrukcím v mostním stavitelství. Ve starověku, kdy byl stavebním materiálem pro masivní konstrukce jen kámen a dřevo, byl tento systém tvořený kamennou klenbou zasypanou do úrovně cesty využíván pro stavbu mostů a také akvaduktů. Nosným prvkem, přemosťujícím překážku je u těchto inženýrských konstrukcí klenba, která tvoří přirozenou statickou soustavu, umožňující efektivní využití vlastností kamene plně působícího jen v tlaku. 1.2 PRAKTICKÉ VYUŽITÍ PŘESYPANÝCH KONSTRUKCÍ Nejrozšířenější jsou hloubené tunely stavěné metodou cut-and-cover pro silnice, dálnice a železniční tratě, a také přesypané mosty. Ty jsou nejčastěji budovány při křížení silnice, nebo dálnice s komunikací nižší třídy. Pro přemostění středních a menších rozpětí vychází hospodárněji využití tenkostěnné přesypané klenby, která je při výhodnější alternativa než konvenční most. Nespornou výhodou přesypaných konstrukcí je také minimální údržba. V progresivních koncepcích nově budovaných silničních a dálničních staveb nachází stále častěji uplatnění tzv. ekologické mosty. Tyto ekodukty omezují fragmentaci krajiny oddělením biokoridorů od provozu dopravních staveb, důsledkem je šetrnější integrace nové liniové stavby do krajiny a také zvýšení bezpečnosti provozu. 1.3 TYPY PŘESYPANÝCH KONSTRUKCÍ Tato práce je zaměřena na přesypané konstrukce, u kterých dochází k interakci se zásypem při přenosu zatížení. Takové jsou především klenby a zejména tenkostěnné klenby. Rámy jsou ohybově tuhé konstrukce s malým vlivem interakce, výhodou je prostorové uspořádání. 1.4 REALIZOVANÉ KONSTRUKCE Přesypané železobetonové klenby jsou tradiční a rozšířené konstrukce, které se dlouhodobě postupně vyvíjely, proto nelze jednoznačně určit nejvýznamnější přelomové stavby tohoto typu. Za pionýry v oblasti železobetonových tenkostěnných přesypaných oblouků lze považovat systém betonových prefabrikovaných segmentů Beton-Bogen vyvýjený ve Švýcarsku po roce 1960, a také paralelně vyvíjený prefabrikovaný systém Matiére. Příkladem využití monolitické technologie betonu je železobetonový tunel stavěný metodou cut-and-cover, který byl koncem 70. let vybudován ve Švýcarsku. Rozpětí této subtilní klenby je 2 15.75 m, tloušťka železobetonové skořepiny je 350 mm. Výsledky měření klenby prezentovali (Kovári & Tisa, 1982).

2 Realizované konstrukce Obr. 1.1 Brünen Tunnel na dálničním obchvatu Bernu, se zobrazením vektorů posunutí naměřených ve 3 řezech po délce tunelu (Kovári & Tisa, 1998). Koncept prefabrikovaných předpjatých betonových segmentů byl v roce 1991 využit při výstavbě 173 m dlouhého hloubeného tunelu na dvoukolejné trati u Edmontonu v Albertě, (Montgomery, et al., 1993). Prefabrikované segmenty tloušťky 300 mm jsou osazeny a zainjektovány do žlabu v základovém. Obr. 1.2 Přechod pro zvěř přes Trans-Canada Highway; vpravo výstavba (Montgomery, 1994). Stejný typ konstrukce z železobetonových prefabrikátů byl využit při výstavbě dvou přechodů pro zvěř ekoduktů přes dálnici Trans-Canada Highway v roce 1994. Klenby mají rozpětí 17 m a jsou 52 m dlouhé. Obr. 1.3 Přesypaný obloukový most ve Stuttgartu; podélný řez, půdorys (Oster, et al., 1992).

Hloubený tunel, Bern Obloukový most, Coquihalla Highway Hloubený tunel, Alberta - Obed Zelený most, Stuttgart Ekodukt přes Trans-Canada Highway Hloubený tunel na trati Chomutov Cheb Přesypaný tunel ekodukt, Lipník Přesypaný obloukový most Dřevěný ekodukt, Poprad Úvod do problematiky přesypaných konstrukcí 3 Efektní konstrukci využívající koncept přesypané klenby navrhl Schleich v centru Stuttgartu (Oster, et al., 1992). Pro přemostění víceproudé komunikace a propojení městského parku byla v roce 1977 vybudována oblouková konstrukce s čistými liniemi a působivým tvarem. Rozpětí přesypaného obloukového mostu je 51.2 m, tloušťka skořepiny ve vrcholu je 0.4 m, ve vetknutí do základů 0.8 m. Horizontální síla je zachycena trojicí předpjatých pásů mezi základy pod úrovní vozovky. 1.4.1 Konstrukce realizované v České Republice Technologie výstavby tenkostěnných betonových kleneb byla v České Republice, resp. v Československu využita poprvé v roce 1974 při stavbě hloubeného tunelu na dvou kolejné trati Chomutov Cheb. Ostění v prvním úseku s výškou nadnásypu maximálně 3.5 m je 250 mm; druhý úsek s výškou nadnásypu 3.5 10 m 300 mm. Originální konstrukce byla postavena v roce 2007 na dálnici D47. Obloukový přesypaný most slouží k převedení silnice 3. třídy a potoku přes dálnici, horizontální oblouková síla je zachycena předpjatými pásy situovanými nad klenbami (Svoboda & Stráský, 2010). Sofistikované technické řešení vyplynulo z lokálních geologických poměrů a prostorového uspořádání. Obr. 1.4 Přesypaný obloukový most podélný řez (Svoboda & Stráský, 2010). 1.4.2 Srovnání prezentovaných konstrukcí V tabulce jsou porovnány základní konstrukční parametry prezentovaných přesypaných klenbových konstrukcí, a také srovnání poměrného vzepětí ( ) a štíhlosti ( ). Tab. 1.1 Srovnání základních parametrů prezentovaných konstrukcí. Rozpětí [m] 15.75 20 19.55 51.20 17.0 15.876 14.40 23.50 36.0 Vzepětí [m] 5.30 6.20 9.60 7.975 7.22 2.875 9.0 Poměrné vzepětí [-] 0.337 0.310 0.491 0.156 0.456 0.122 0.250 Tloušťka [m] 0.35 0.25 0.3 0.4/0.8 0.25/0.3 0.35 0.5-1.0 Štíhlost oblouku [-]

4 Teoretické pozadí přesypaných konstrukcí 1.5 TEORETICKÉ POZADÍ PŘESYPANÝCH KONSTRUKCÍ Koncept přesypané klenbové konstrukce je efektivní kombinace klenby a hutněného zásypu, které společně přenášejí zatížení násypu nad klenbou. V případě subtilního průřezu klenby dojde k aktivaci pasivních zemních tlaků při pružné deformaci klenby. Vliv interakce při přenosu zatížení na povrchu je významný a toto staticky účelné řešení je efektivní a hospodárnou konstrukcí. Působení a zatížení konstrukcí, které jsou budované postupným zasypáváním a stávají se součástí umělých násypů nelze srovnávat s klasickými tunely. Problematika objektů budovaných v původních horninách se liší rozdílným působením tlaků na konstrukci tunelu v plně zkonsolidovaném prostředí. 1.5.1 Statické působení přesypané klenby Základním předpokladem návrhu tenkostěnné přesypané klenby je vystihnout působení zemního zásypu a započítání interakce konstrukce s bočním hutněným zásypem při přenosu zatížení. Zatížení tíhou nadnásypu a přitížení povrchu proměnným zatížením vede k příčné deformaci klenby (Obr. 1.5b), proti které působí reakce zeminy, která je uvažována přímo úměrná deformaci. Pro zvyšující se zatížení se zvyšuje v závislosti na horizontálním modulu podloží odpor zeminy, což příznivě ovlivňuje napjatost v průřezu klenby, reakce podloží však musí odpovídat reálnému zemnímu tlaku. Vektory posunutí z měření deformací tenkostěnné klenby, tunelu s vnitřní stěnou, jsou zobrazeny na Obr. 1.5. Klenbové konstrukce přenáší zatížení do podpor převážně tlakovými vnitřními silami, proto je výhodné jejich provádění z materiálu, který působí v tlaku. Ohybové Obr. 1.5 Brünnen tunel v Bernu, měřené deformace: a) zásyp po vrchol; b) rozdíl; c) celková s nadnásypem 4m (Kovári & Tisa, 1982). namáhání lze minimalizovat při navržení střednice klenby ve výslednicovém tvaru. Pro návrh tenkostěnných přesypaných konstrukcí je ale také zásadní analýza postupné výstavby, kdy působení rozdílné zatížení na klenbu ve srovnání s působením klenby v provozním stavu. 1.5.2 Terminologie Aktivní zóna štěrkový hutněný zásyp, obecně z propustného a nenamrzavého materiálu, přiléhající ke klenbě, v odborné anglické literatuře je tato oblast označována jako Engineered soil. Boční násyp Backfill, nebo také Fill

Úvod do problematiky přesypaných konstrukcí 5 oblast mezi aktivní zónou a původní zeminou, nebo navazujícím zemním tělese, liší se materiálem a nižším deformačním modulem než Aktivní zóna. Nadnásyp násyp, přesypávka nad vrcholem klenby, většinou ze stejného materiálu jako boční násyp. 1.6 SOUČASNÝ STAV PROBLEMATIKY Aktuálně jsou tyto tradiční konstrukce často navrhovány v dopravních stavbách především ze dvou důvodů: (i) ve srovnání s konvenčními mosty jsou přesypané klenby nejlevnější konstrukcí a také jsou v podstatě bezúdržbové; (ii) v konceptu moderních liniových dopravních staveb umožňují snižovat negativní vliv fragmentace krajiny; (iii) samostatnou kapitolou je tradiční využití přesypané klenby v oblasti hloubených tunelů. Konstrukční řešení obloukových přesypaných konstrukcí prošlo dlouhým vývojem, důležitým přelomem byl vývoj tenkostěnných prefabrikovaných systémů na počátku 60. let a zkoumání principů interakce betonové skořepiny se zeminou při přenosu zatížení. Při navrhování přesypaných konstrukcí by měla být hlavním cílem snaha o optimální využití konstrukčních materiálů z hlediska funkčnosti a odolnosti. V současnosti lze pro podrobné analýzy interakčních úloh vytvářet komplexní výpočtové modely s využitím FEM software s nelineárními materiálovými modely zemin. Na problematiku návrhu a modelování přesypaných konstrukcí bývá nepřesně nahlíženo ze dvou perspektiv: i) z hlediska geotechniky, kdy jsou podrobně analyzovány zeminy v podloží a v hutněném zásypu, zatímco je opomíjen optimální návrh klenby; ii) z hlediska mostařského, kdy je podrobně analyzována klenbová konstrukce, ale je zanedbán vliv zásypu, což vede ke špatnému stanovení okrajových podmínek modelu, má za následek přisouzení nosné funkce jen klenbě a to je důsledkem předimenzování konstrukce, viz následující srovnání: Obr. 1.6 Srovnání geometrií: vlevo příklad projektované klenby s rozpětím 23.75 m; vpravo výstup z optimalizační studie komplexního výpočtového modelu, použitelné pro předchozí prostorové uspořádání.

6 Cíle disertační práce 1.7 CÍLE DISERTAČNÍ PRÁCE Po provedení rešerší mapujících vývoj a současný stav řešené problematiky byl jako hlavní cíl práce k analýze tenkostěnných přesypaných betonových oblouků stanovena metodika výpočtů s přesahem do oblasti geotechnických úloh a matematického modelování zemin. Tato práce by měla v rámci komplexní analýzy propojit problematiku zemních tlaků, mechanického chování zemin typicky řešenou v geotechnických úlohách s problematikou stavebních konstrukcí, jako je navrhování štíhlých oblouků. Po verifikaci komplexních výpočtových modelů konstrukčního systému přesypaných konstrukcí budou aplikovány aktuální optimalizační metody za účelem progresivního návrhu těchto tradičních konstrukcí. Cílem práce je vystihnout mechanické chování zemního zásypu a aplikovat tyto poznatky při analýze interakční úlohy s využitím aktuálních materiálových modelů zemin v komplexním výpočtovém modelu. Pro účely podrobné analýzy je nutné vyvinout praktickou metodiku k vytváření komplexního výpočtového modelu, který bude predikovat působení integrovaného konstrukčního systému s vlivem proměnných zemních tlaků při postupné výstavbě. Současně s pochopením mechanického chování zemin musí být zohledněna technologie zásypu k přesnějšímu vystižení interakce, a také reflektován vliv hutnění na velikost zemních tlaků. V rámci vyhodnocení velkého množství komplexních výpočtových modelů různých geometrií a typů podloží jsou analyzovány vybrané problémy přesypaných konstrukcí, na které při běžném návrhu konkrétní konstrukce v praxi není prostor, jako je např. vliv lokálního zatížení v závislosti na výšce nadnásypu a vliv postupné výstavby. Výstupy z výpočtu jednotlivých konfigurací budou vyhodnocena a porovnány v grafech, z kterých lze definovat vzájemné relace mezi jednotlivými typy. Přínosem pro inženýrskou praxi a druhým hlavním cílem práce je nalezení optimálních geometrií pro běžné případy přesypaných konstrukcí a zdůraznění vzájemných závislostí geometrie střednice podle typu podloží, výšky násypu a podle poměrného vzepětí klenby. Cílem studie optimální geometrie je vytvořit podklad pro počáteční návrh přesypané obloukové konstrukce, kde budou na základě výsledků parametrických studií pojmenovány jednotlivé vlivy a prezentovány výslednicové geometrie pro jednotlivé konfigurace. Poznatky získané z rozsáhlé analýzy přesypaných konstrukcí v této práci by měly sloužit k praktickému využití pro efektivnější navrhování těchto klasických konstrukcí a umožnit účinné řešení nových progresivních návrhů obloukových konstrukcí s vlivem interakce.

Geologie zeminy 7 2 GEOLOGIE ZEMINY Zeminy a horniny tvoří prostředí, v němž se přesypané tenkostěnné konstrukce budují a jsou jednou z inženýrských konstrukcí, kde je zemina hlavní stavební hmotou. Nosný systém tenkostěnných přesypaných konstrukcí tvořený betonovou skořepinou spolupůsobící s hutněným zásypem je uložen na základové půdě. Na vzájemnou interakci mezi klenbou a zemním prostředím mají vliv mechanické vlastnosti zemního prostředí. Zeminy a horniny (v širším kontextu partikulární látky) tvoří vícefázový systém, který se skládá z vzájemně se dotýkajících pevných částic, vody a vzduchových mezer. Pevná částice, jako část nosného skeletu bývá označována jako strukturní prvek (Feda, 1977). Obr. 2.1 Znázornění stavu napjatosti v zásypu (England, et al., 2000). 2.1 MECHANICKÉ CHOVÁNÍ ZEMIN 2.1.1 Vztah mezi napětím a deformací v zemině Zjišťování stavu napjatosti v zemním tělese a také výpočet stlačení vyžadují znalost deformační charakteristiky zeminy, která ovlivňuje použití konstitutivního vztahu. V případě elastického a lineárně pružného-ideálně plastického se určuje Youngův modul pružnosti E, který je analogií modulu přetvárnosti. V tomto případě jde o deformační charakteristiku, která je závislá na stavu, a proto je hodnota závislá na oboru napětí, pro který je stanovena. Pro zeminy je tedy charakteristický nárůst modulu s hloubkou. Pro určení modulu přetvárnosti resp. Youngova modulu pružnosti E je nejvhodnější triaxiální zkouška. Pro účely praxe se však nejčastěji využívá edometrická zkouška. Při této zkoušce se v laboratoři v edometrickém přístroji při jednoosém stavu deformace určuje edometrický modul. Vztah mezi deformačním a edometrickým modulem je definován rovnicí: (2.1) (2.2)

8 Technologie zásypu 2.1.2 Modul reakce podloží Pro praktické řešení interakčních úloh se často využívá pružných podpor Winklerova modelu, jejichž tuhost je definována modulem reakce podloží. Tento modul charakterizuje tuhost zeminy za předpokladu lineární závislosti mezi napětím a přetvořením. Modul reakce je obecně poměr mezi napětím na povrchu tuhé kontaktní plochy a deformace y vyvolané zatížením této plochy: 2.1.3 Pevnost zeminy (2.3) Při použití lineárně pružného-ideálně plastického konstitučního modelu je třeba definovat i pevnost zeminy. Pevnost partikulárních látek je dána jejich strukturou, tedy odporem ve tření mezi pevnými částicemi a vyjadřuje se smykovou pevností. Proto porušení partikulárních látek nastává většinou usmýknutím podél smykových ploch a využívá se Mohr-Coulombovy podmínky. 2.2 TECHNOLOGIE ZÁSYPU 2.2.1 Konfigurace a složení zásypu (2.4) Konfigurace oblastí s jednotlivými materiály souvisí s místními podmínkami a dostupností materiálů, ale také s typem přesypané konstrukce. 2.2.2 Požadavky na zásyp Zhutněný zásyp tvoří nedílnou část nosné konstrukce, jeho deformační vlastnosti jsou zvláště důležité, statickým požadavkům by měl odpovídat vhodně zvolený materiál zásypu. Pro kontrolu míry zhutnění (I D = 0.70 ~ 0.90) se doporučuje statická zatěžovací zkouška deskou dle ČSN 72 1006, poměr E def,2 / E def,1 musí být menší než 2.0 ~ 2.5 podle oblasti zásypu. Interval hodnot E def : zásyp v oblasti aktivní zóny - 60 ~ 80 MPa zásyp přechodové oblasti - 30 ~ 50 MPa 2.2.3 Volba materiálu Pro zásyp přesypaných konstrukcí se využívá zemina vhodná dle klasifikace ČSN 73 6133 s ohledem na únosnost, namrzavou a propustnost, materiál se volí podle typu oblasti, požadavků na zhutnění a jejího vlivu na nosnou funkci. Zásypový materiál bývá obecně nesoudržná zemina, ale pro objekty budované v násypech se využívají v přechodové oblasti zeminy směsné a stabilizované.

Geologie zeminy 9 2.3 MATEMATICKÉ MODELOVÁNÍ ZEMIN Velmi důležitou roli při řešení interakčních úloh konstrukce se zeminou a obecně všech geotechnických konstrukcí hraje výběr konstitutivního modelu, který bude výstižně predikovat odezvu systému zemina-konstrukce a také porušení geomateriálu. Obr. 2.2 Charakter. oblasti tuhosti zeminy v závislosti na přetvoření (Atkinson & Sallfors, 1991). Pro zeminy a horniny je charakteristické, že se chovají pružně jen při velmi malých deformacích, zatímco při narůstajícím přetvoření jsou deformace nevratné plastické. Atkinson (Atkinson & Sallfors, 1991) rozdělil tuhost zeminy v závislosti na přetvoření do 3 oblastí prezentovaných na Obr. 2.2. 2.3.1 Elastické modely Teorie lineární pružnosti má pro řešení geotechnických úloh asi nejdelší historii. Původně byly geomateriály uvažovány jako homogenní a izotropní medium. Nejrozšířenější je model Duncan-Chang. 2.3.2 Elasticko-plastické modely V současnosti nejrozšířenější konstitutivní modely používané v numerickém modelování zemin se dělí do dvou kategorií: (a) ideálně plastické modely (b) plastické modely se zpevněním. Klasické modely využívají k predikci porušení podmínku plasticity výcházející z Mohr-Coulomb, nebo Drucker-Prager kriteria. K vystižení mechanického chování zeminy ve výpočtových modelech je výhodné definovat tuhost jako funkci hloubky, resp. napjatosti. Proto byly v této práci pro přesnější predikci tuhosti zásypu a zemin interakční úlohy přesypané klenby uvažovány proměnné moduly pružnosti lineárně závislé na hloubce: Kde: počáteční hodnota modulu pružnosti, gradient proměnné tuhosti, hloubka vrstvy. (2.5)

10 Metody analýzy Elasticko-plastické modely se zpevněním Z podobného principu hyperbolického vztahu mezi napětím a deformací jako model Duncan-Chang vychází model Hardening Soil (Schanz, et al., 1999). Tento realistický nelineární elasticko-plastický model stanovuje tuhost materiálu v závislosti na napětí a dále tuhost mění při opakovaném zatížení (Obr. 2.4). Obr. 2.3 Hyperbolický vztah napětípřetvoření (Brinkgreve, et al., 2008). Obr. 2.4 Podmínka plasticity modelu Hardening Soil (Schanz, 2002). 3 VÝPOČTOVÉ MODELY Při návrhu a analýze přesypaných konstrukcí by měly být použité výpočtové modely, které reflektují výstižné konstitutivní materiálové modely zemin, vzájemnou interakci a počáteční napětí ovlivněné výchozí konfigurací terénu, tíhou zeminy a hladinou podzemní vody. Důležitým faktorem výpočtových modelů tenkostěnných přesypaných kleneb je vliv postupné výstavby, resp. postupného zasypávání. 3.1 METODY ANALÝZY Výpočtové modely pro analýzu přesypaných konstrukcí s materiálovými modely vystihujícími chování zásypu řeší metodou konečných prvků nelineární odezvu systému zemina konstrukce. Výpočtový model konstrukčního systému tenkostěnné přesypané klenby je tvořen z následujících částí, viz Obr. 3.1 (Houšť & Stráský, 2009): (1) původní podloží (2) klenba (3) zásyp (a) aktivní zóna (b) boční násyp (c) nadnásyp (4) kontaktní spára Obr. 3.1 Konstrukční systém přesypané klenby. Tyto jednotlivé komponenty konstrukčního systému jsou deformovatelné a spolupůsobí jeden s druhým. Je zřejmé, že jakmile se zhutněné vrstvy zeminy zásypu rozprostřou po celé šířce, stávají se komponenty systému. Postupným zasypáváním klenby dochází ke ztužení znamenající postupnou změnu konstrukčního systému v celek (Kovári & Tisa, 1998).

Uy [m] Výpočtové modely 11 3.1.1 Dvou dimenzionální výpočtový model Pro výpočet přesypaných mostů (tunelů) je výhodné využít předpokladu, že lze třírozměrnou skutečnou stavbu popsat dvourozměrným výpočtovým modelem s rovinným stavem deformace, protože se neuvažuje s posuny v podélném směru tunelu (předpoklad:. (3.1) (3.2) (3.3) 3.1.2 Prostorový 3D výpočový model V případě nízkého nadnásypu nad vrcholem tenkostěnné klenby je důležité podrobně analyzovat vliv přitížení povrchu, a to především lokální zatížení dopravou. Zjednodušený předpoklad modelu ve stavu rovinné deformace, která je vhodná pro neměnné stálé zatížení v podélném směru neplatí pro lokální zatížený, v literatuře (Petersen, et al., 2010), (Moore & Taleb, 1999), je doporučeno využití 3D modelu. Obr. 3.2 Numerický FEM 3D model. 3.1.3 Postup výstavby V první fázi výpočtu jsou aktivní pouze elementy původního podloží, v další fázi jsou aktivovány elementy klenby. Klenba je poté zatěžována postupně aktivováním prvků ve vrstvách 1 až 9, v souladu s postupným vrstvením zeminy zásypu. Aktivování vrstev je řízeno funkcí birth a death (ANSYS, 2009). Vliv modelování postupné výstavby je patrný z Obr. 3.3. Deformace při postupném zasypávání po stranách tenkostěnné klenby lze rozdělit do 3 stádií (Barták & Buček, 1991): - stádium A původní geometrie klenby - stádium B deformovaná střednice při zasypání po vrchol - stádium C deformovaná střednice při finálním přesypání 0,025 Posuny UY uzlu vrcholu klenby 0,02 0,015 0,01 0,005 Obr. 3.3 Deformace tenkostěnné klenby v průběhu zasypávání. 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Výška zásypu [m] Obr. 3.4 Naměřené svislé posuny vrcholu klenby v Albertě během zasypávání (viz. Příloha B).

12 Vliv tření mezi zeminou a povrchem klenby 3.2 VLIV TŘENÍ MEZI ZEMINOU A POVRCHEM KLENBY Hodnota zemního tlaku je ovlivněna třením mezi konstrukcí a zeminou, a také přilnavostí zeminy k povrchu klenby. Ve výpočtových modelech je chování rozhraní popsáno pružno-plastickým Coulombovým (kriteriem) modelem tření: Kde: smykové napětí; normálové napětí; úhel vnitřního tření zeminy; koheze. (3.4) Pro koeficient tření platí: (3.5) Tab. 3.1 Doporučené hodnoty koeficientu tření Rozhraní Koeficient tření NAVFAC Wriggers Bradáč Beton - štěrk 0,55 ~ 0,60 Beton - písek 0,35 ~ 0,55 0,35 ~ 0,60 Beton hlína písčitá, prachovitá 0,30 Beton tuhý až měkký jíl 0,30 ~ 0,35 Beton beton 0,5 ~ 1,0 0,7 Beton ocel 0,2 ~ 0,4 0,5 Ocel ocel 0,2 ~ 0,8 0,49 3.2.1 Modelování rozhraní mezi povrchy interface Výpočtový model by měl zohlednit přechod mezi kontinuem bočního zásypu a vnějším povrchem klenby, pomocí kontaktních, nebo přechodových elementů (Potts, et al., 2002). Kontaktní elementy umožňují posun mezi klenbou a zeminou definováním interakčního chování spáry jako jednostranné tlakové vazby s možností nastavení tření a smykové soudržnosti. Obr. 3.5 Coulombův model kontaktních elementů.

Geometrie přesypané klenby 13 4 GEOMETRIE PŘESYPANÉ KLENBY 4.1 VLIV TVARU STŘEDNICE Význam výslednicového tvaru střednice obloukových konstrukcí platí i pro návrh střednice přesypané klenby. Základním principem obloukových konstrukcí je přenos zatížení pouze centrickým tlakem v průřezu oblouku, toho lze dosáhnout nalezením výslednicového tvaru a tzv. tlakové čáry. V případě konstantního spojitého zatížení vychází pro střednici paraboly 2 nulové ohybové. Pro běžné obloukové konstrukce lze po přesném určení stálého vnějšího zatížení navrhnout střednici, která se blíží výslednicovému tvaru a tím dosáhnout hospodárného využití materiálu obloukové konstrukce. Všeobecně známý postup pro návrh geometrie bezmomentové střednice: (4.1) (4.2) Obr. 4.1 Obecný princip návrhu bezmomentové střednice oblouku na vnější zatížení. Nicméně tento jednoduchý postup nelze aplikovat při návrhu výslednicového tvaru přesypané klenby reálně zatížené kombinací svislého a vodorovného zemního tlaku. Další efekt, který komplikuje určení výslednicového tvaru je vliv interakce klenby se zásypem při přenosu zatížení, který je přímo závislý na tuhosti bočního zásypu a proto musí být zásyp součástí výpočtového modelu konstrukčního systému zásyp-klenba při hledání výslednicového tvaru. McGrath (McGrath, et al., 2002) prezentoval vliv geometrie přesypaného oblouku, kde porovnal výsledky z analýz základních geometrii pro klenby betonové a ocelové z vlnitého plechu. Vzhledem k tomu, že dominantním zatížením je tíha zeminy zásypu, je výhodné pro toto stálé zatížení nalézt výslednicový tvar klenby. Analytický výpočet bezmomentové střednice přesypaných kleneb byl publikován (Barták & Buček, 1977) při návrhu hloubeného tunelu na trati Chomutov-Cheb. Obr. 4.2 Interakční působení a zatížení přesypané klenby.

14 Návrh střednice 4.2 NÁVRH STŘEDNICE Jak bylo popsáno výše, cílem návrhu klenby je výslednicová geometrie se zanedbatelnými ohybovými momenty, kdy je zatížení transformováno do tlakové osové síly. 4.2.1 Základní matematické křivky V běžné praxi jsou pro návrh geometrie střednice přesypané klenby nejčastěji využívány základní matematické křivky: i) Kružnice; ii) Elipsa; iii) Parabola 4 ; iii) Cykloida. Pozitivním efektem při volbě matematických křivek pro střednici klenby je příznivé estetické působení konstrukce 4.2.2 Obecný polynom Přesněji lze výslednicový tvar střednice obloukové konstrukce k nerovnoměrnému vnějšímu zatížení vystihnout polynomem vyššího řádu procházejícího patkou a vrcholem oblouku, který aproximuje průběh tlakové čáry. V případě obloukového mostu s mostovkou podpíranou pilíři je výslednicová čára tvořena mnohoúhelníkem, který se z estetických důvodů nahrazuje plynulou hladkou křivkou (Bechyně, 1962), (Janda, et al., 1988). (4.3) Stejný princip sestrojení bezmomentové střednice jejíž tvar definuje pole zatížení, resp. působení zemního kontinua bočního zásypu a nadnásypu lze využít i v případě přesypané klenby. 4.2.3 Bézierova křivka Efektivním způsobem jak interpolovat tlakovou čáru od vnějšího zatíženi klenby je využití Bézierovy křivky. Tato parametrická křivka umožňuje interaktivní vytváření a modifikaci tvaru změnou polohy řídících bodů. Lomená čára procházející řídícími body se nazývá řídící polygon n-tého stupně pro n+1 bodů a určuje Bézierovu křivku n-tého stupně pro n+1 zadaných řídících bodů v intervalu. Vhodný tvar pro návrh obloukové konstrukce má kubická Bézierova křivka (n=3), je definována čtyřmi body. Obr. 4.3 Kubická Bézierova křivka (Wikipedie, 2011).

Geometrie přesypané klenby 15 4.3 VÝŠKA PRŮŘEZU KLENBY V této studii byl stanoven průběh momentů setrvačnosti klenby z proměnné výšky průřezu dle vztahu pro parabolu čtvrtého stupně. Náběh výšky průřezu h je ve vrcholu klenby poměrně plochý a směrem k patce rychle narůstá. (4.4) kde: f vzepětí klenby, x pořadnice od vrcholu, a polovina rozpětí klenby, k volitelný součinitel vyklenutí. V případě návrhu klenby jako tenké skořepiny konstantní tloušťky je výhodné navrhnout výrazné rozšíření před vetknutím do základu, kde dochází ke koncentraci ohybového momentu. 4.4 ŠTÍHLOST OBLOUKU K charakterizaci obloukových, resp. klenbových konstrukcí jsou využívány termíny: poměrné vzepětí a štíhlost oblouku. Poměrné vzepětí vyjadřuje poměr výšky oblouku (vzepětí) f k rozpětí l. Štíhlost oblouku je charakterizována poměrem výšky průřezu ve vrcholu oblouku h v k rozpětí l. Přibližným rozhraním mezi tlustými a štíhlými oblouky je štíhlost. Přesnějším kritériem ke stanovení štíhlosti oblouku je posouzení poměru kritické obloukové síly H kr k největší obloukové síle H při nejnepříznivějším zatížení: (Janda, et al., 1988). V této práci jsou analyzovány přesypané klenby s rozdílným poměrným vzepětím, které vystihuje nejrozšířenější varianty přesypaných obloukových konstrukcí, štíhlost podle výše popsaného kritéria vychází s ohledem na stejné rozpětí a tloušťku ve vrcholu pro všechny typy stejně, viz následující tabulka. Tab. 4.1 Poměrné vzepětí a štíhlost pro klenby Typ A, Typ B, Typ C (analyzované v parametrické studii). vzepětí rozpětí výška průřezu ve vrcholu f [m] [m] h v [m] poměrné vzepětí Typ A 8.7 20 0.25 0.435 Typ B 6.366 20 0.25 0.3183 Typ C 4.2 20 0.25 0.21 štíhlost oblouku

16 Optimalizace konstrukcí 5 OPTIMALIZACE GEOMETRIE Optimalizační techniky slouží v inženýrské praxi k sofistikovanému vývoji nových konstrukce, zlepšují mechanické chování, redukci a rozložení hmot a využití průřezů. Široké využití optimalizace geometrie je při řešení úloh z oblasti interakce, např. aerodynamika a proudění. Metodami optimalizací se v matematice zabývá disciplína matematická teorie optimálních procesů, zkráceně se nazývá matematická optimalizace. Termín optimalizace zahrnuje matematické metody k určení minima (maxima) cílové funkce pro návrhové proměnné : (5.1) při splnění omezujících podmínek: (5.2) (5.3) Proces matematické optimalizace obsahuje vstupní data, výpočtový model, optimalizační algoritmus a výstupem je optimální řešení. Vstupní data zahrnují výchozí stav a určují požadavky na systém. Model tvoří proměnné, vazby, objektivní funkce ad., algoritmy jsou počítány v řešiči. Výsledkem optimalizace jsou vstupní hodnoty, pro které nabývá cílové funkce minimální hodnota. 5.1 OPTIMALIZACE KONSTRUKCÍ Optimalizace konstrukcí lze rozdělit do tří základních kategorií: Rozměrová optimalizace Size optimization; Tvarová optimalizace Shape optimization; Topologická optimalizace Topology optimization. Obr. 5.1 Základní tři kategorie optimalizace konstrukcí: a) Rozměrová, b) Tvarová, c) Topologická. Vlevo je zobrazena počáteční konfigurace konstrukce, vpravo je konstrukce po optimalizaci (Bendsoe & Sigmund, 2003).

Optimalizace geometrie 17 Při rozměrová optimalizace jsou optimalizačními algoritmy navrhovány a vyhodnocovány průřezové charakteristiky konstrukce, v případě tvarové optimalizace hledají optimalizační algoritmy hraniční geometrii 1D, 2D, 3D. Nejvýstižnější je topologická optimalizace, která je zobecněnou tvarovou optimalizací, kdy optimalizační algoritmy navrhují zároveň rozměry průřezů a určují tím nejefektivnější rozložení materiálu v konstrukci. 5.2 OPTIMALIZAČNÍ METODY Existuje velké množství matematických optimalizačních metod, mezi nejpoužívanější optimalizační metody v inženýrské praxi patří evoluční algoritmy a gradientní metody. 5.2.1 Genetické algoritmy Patří do skupiny evolučních algoritmů, které k hledání optimálního řešení využívají evoluční strategii založenou na mechanismu přirozeného výběru evoluční biologie a principech genetiky, kde existují populace živočišných druhů, které se postupně vyvíjí, křížením genů, nebo změnou genu v chromozómu, tzv. mutací vznikají nový jedinci. (5.4) kde: populace jedinců v čase t, t vývojový čas, n rozsah populace. Obr. 5.2 Schéma vývoje řešení Prakticky algoritmy postupně vytváří generace genetickými algoritmy. s jedinci reprezentujícími řešení daného problému. Každou generaci řešení tvoří populace jedinců (potomků), jedinec reprezentuje jedno řešení optimalizační úlohy. První generace jedinců je generována náhodně, následující generace tvoří jedinci, kteří byli vygenerováni 3 způsoby: křížením, mutací a reprodukcí. 5.2.2 Gradientní metody Nalezení minima cílové funkce gradientními metodami optimalizace odpovídá nalezení nulového bodu gradientní funkce. Mezi rozšířené gradientní metody optimalizace patří Levenberg-Marquardt metoda. Tato gradientní metoda druhého řádu hledá minimum cílové funkce pomocí její derivace podle optimalizačních parametrů. Derivace je vyčíslena numericky v každé iteraci pro všechny parametry a další průběžné řešení je dáno změnou každého parametru podle vypočtené derivace.

18 Optimalizace geometrie přesypané klenby 5.3 OPTIMALIZACE GEOMETRIE PŘESYPANÉ KLENBY Střednice je pro optimalizaci definována Bézierovou křivkou určenou parametry kontrolního polygonu. Klenba je symetrická, proto byla Bézierovou křivkou definována jen polovina oblouku od vrcholu po pravou patu klenby, výhodou je redukce počtu optimalizovaných parametrů a navíc větší tvarová flexibilita. Obr. 5.3 Parametrizace modelu klenby. Obecně platí, že větší počet parametrů komplikuje optimalizaci. Důležité je tedy vnést do modelu dostatečnou flexibilitu pro vystižení řešení, ale zároveň použít co nejméně volných parametrů. V případě optimalizace tvaru přesypané klenby se jevila jako dostatečně flexibilní Bézierova křivka 3. stupně, tedy se čtyřmi řídícími body. Polohy bodů na střednici klenby reprezentované Bézierovou křivkou lze vypočítat pomocí parametru z dvou kubických rovnic vyjádřených následujícím maticovým součinem: (5.5) Pro zvolené x (či y) lze jednoduše nalézt odpovídající parametr t (kubická rovnice může mít až 3 řešení) a poté určit odpovídající druhou souřadnici y (nebo x) vyhodnocením druhé kubické rovnice v nalezeném t z první kubické rovnice. Počáteční bod (vrchol klenby; souřadnice ) stejně jako koncový bod (pravá pata klenby; souřadnice odpovídá vzepětí a polovině rozpětí klenby) jsou pevné, předem zadané. Vzhledem k zrcadlení poloviny klenby je ve vrcholu vodorovná tečna, tedy druhý řídící bod musí mít stejnou y-novou souřadnici jako první řídící bod,. Zbývající tři souřadnice sdruženy do vektoru tvoří optimalizované parametry geometrie.

Optimalizace geometrie 19 5.3.1 Cílová funkce Dosažení optimálního uspořádání při splnění návrhových podmínek je řízeno cílovou funkcí. Pro prezentovanou jedno-kriteriální optimalizaci byla zvolena cílová funkce, která možné vektory z 3 dimenzionálního prostoru zobrazuje na reálné číslo. Cílem optimalizace betonové klenby v této práci je minimalizace tahového napětí nalezením bezmomentového tvaru střednice, proto je cílová funkce postavena na nelineárním výpočtu normálového napětí ve štíhlé klenbě. Součástí cílové funkce je výpočet největších normálových napětí v krajních vláknech klenby a generované z komplexního FE-modelu přesypané klenby, tyto hodnoty následně vstupují do závěrečné rovnice k ohodnocení. Cílová funkce je postavena na vyhledání řešení, které minimalizuje tahy a zároveň upřednostňuje řešení s nižším tlakovým napětím: (5.6) Cílová funkce tedy zahrnuje (i) vytvoření geometrie střednice Bézierovou křivkou z parametrů ; (ii) tvorbu a výpočet nelineárního FEM modelu pro danou geometrii střednice; (iii) nalezení maximálních napětí v horních a dolních vláknech klenby; (iv) vyhodnocení součtu exponenciálních funkcí pro nalezená napětí podle uvedené rovnice (Houšt, et al., 2013). Obr. 5.4 Průběh cílové funkce. Použitá exponenciální funkce monotónně klesajícím průběhem efektivně vystihuje zvolený přístup minimalizace tahových napětí a navíc klade důraz na větší ze dvou hodnot napětí, tím jsou eliminovány řešení s vysokým tlakovým zatížením, i kdyby byly tahové zatížení nízké. 5.3.2 Optimalizační algoritmus Procesem optimalizace je hledáno globální minimum popsané cílové funkce. Přípustná množina má dostatečný rozsah a její hranice nemají vliv na výsledné řešení. V našem případě tedy hledáme takové, že pro všechna platí, že. Optimalizace je provedena ve dvou krocích: (i) nejprve je genetickým algoritmem nalezeno řešení blízko globálního minima; (ii) poté je řešení zpřesněno Levenberg Marquardt gradientním algoritmem.

20 Optimalizace geometrie přesypané klenby 5.3.3 Postřehy a doporučení k procesu tvarové optimalizace obloukových konstrukcí Proces hledání globálního minima cílové funkce je názorně předveden na Obr. 5.5. Jednotlivé geometrie jsou zobrazeny v barvách, které odpovídají ohodnocení cílovou funkcí podle škály pod obrázkem, výsledné optimální řešení geometrie je zvýrazněno tlustou černou křivkou. Vývoj jedinců při optimalizaci genetickými algoritmy, reprezentujících optimalizované geometrie, které jsou ohodnocovány cílovou funkcí je prezentováno v grafu na Obr. 5.6. V grafu vývoje jedinců je také prezentováno srovnání Bézierovi křivky 3. stupně s třemi volnými parametry a více tvarově flexibilní Bézierovi křivky 4. stupně s pěti volnými parametry. Ze srovnání je patrný výrazně větší počet realizací ohodnocených jedinců pro Bézierovu křivku 4. stupně přibližně 500, na rozdíl od přibližně 300 realizací pro Bézierovu křivku 3. stupně, což znamená delší dobu výpočtu. A navíc výsledná hodnota cílové funkce vychází pro křivku 3. stupně 2.17, zatímco pro křivku 4. stupně 2.29. Obr. 5.5 Ohodnocení GA generovaných geometrií. Obr. 5.6 Vývoj jedinců generovaných GA, srovnání Bézierovi křivky 3. a 4. stupně. 5.3.4 Poznámka k využití parametrické Bézierovi křivky Z předchozího grafu je při detailním pohledu patrné, že existuje větší množství řešení s přibližně stejnou minimální hodnotou cílové funkce. Genetickými algoritmy byly nalezeny lokální minima, kterým ale odpovídají různé polohy řídících bodů kontrolního polygonu. Ukázalo se, jak je prezentováno na Obr. 5.7b, že lze získat téměř stejnou geometrii Bézierovi křivky pro různé kontrolní polygony. Ke stejnému zjištění, kdy optimální geometrie (tvar) může být aproximována více Bézierovými křivkami s rozdílným řešením hledaných parametrů, dospěli také (Tang & Désidéri, 2002).

Optimalizace geometrie 21 Obr. 5.7 (a) Hodnoty cílové funkce v 3-dimenzionálním prostoru optimalizovaných parametrů. (b) příklad dvou shodných Bézierových křivek s rozdílnými řídícími polygony. Kontrola globálního minima byla provedena výpočtem hodnoty cílové funkce v pravidelných intervalech, výsledky pro 3 hledané parametry jsou vyneseny na třech osách pomocí izoploch na Obr. 5.7a. Z prostorového zobrazení lze rozeznat válcovitý objem ve středu izoploch, který reprezentuje množinu řešení poskytující velice nízkou hodnotu minima cílové funkce. 5.4 PARAMETRICKÁ OPTIMALIZAČNÍ STUDIE Popsaná metoda optimalizace byla aplikována na vyhledání optimálních (výslednicových) geometrii přesypané klenby. V parametrické studii bylo analyzováno celkem 24 výpočtových modelů, pro 3 typy s rozdílným vzepětím: (i) Vysoká klenba Typ A; (ii) Střední klenba Typ B; (iii) Nízká klenba Typ C. Obr. 5.8 Základní geometrie přesypaných kleneb parametrické studie. Parametrem, který významně ovlivňuje výslednou geometrii přesypané klenby je typ, resp. tuhost podloží. V parametrické studii byla uvažována 3 rozdílná podloží: skalní R, hrubozrnné G, jemnozrnné podloží F. Symboly značení ( R, G, F ) jsou v souladu s UCSC (ASTM-D2487-11, 2011). Mechanické a pevností parametry zemin odpovídají ČSN 73 6133. Dalším proměnným parametrem, který ovlivňuje výslednou geometrii je výška nadnásypu nad vrcholem klenby. Ve studii byly uvažovány 3 rozdílné výšky: 1.3; 5.0; 10.0 m. Pro plochou klenbu (Typ C), byly uvažovány pouze 2 varianty výšky nadnásypu: 1.3; 4.0 m.

22 Parametrická optimalizační studie Výpočtové modely v parametrické studii odpovídají verifikované metodice popsané v této práci, jejichž kalibrace je prezentována v přílohách A a B disertační práce. Optimální geometrie jsou generovány z FEM výpočtových modelů, které vystihují interakci konstrukce se zeminou, postupnou výstavbou konstrukce s vlivem přitížení hutněním a také s geometricky nelineárním výpočtem s ohledem na postupné zasypávání štíhlé klenby. Elementům zeminy je přiřazený konstitutivní materiálový model Drucker-Prager. Obr. 5.9 Schéma modelů parametrické studie. Výsledkem parametrické studie jsou optimalizované tvary pro jednotlivé konfigurace typu klenby, zásypu a podloží, které by měli obsáhnout běžné případy těchto konstrukcí. Z výsledných tvarů je zřetelný rozdíl geometrie střednice, včetně analogie mezi jednotlivými výslednými tvary a takto stanovit základní geometrii při praktickém návrhu přesypané klenby. Obr. 5.10 Výsledné optimální geometrie Typ A. Z výsledných geometrii lze definovat následující zjištění pro návrh tvaru střednice přesypané klenby: (i) tuhé podloží umožňuje přenos horizontální obloukové síly, proto je sklon tečny řídícího polygonu nejvíce skloněný do středu klenby; (ii) klenby

Optimalizace geometrie 23 na měkkém podloží mají zaoblený, vyklenutý tvar tak, aby se ostění klenby mohlo zapřít do bočního zásypu při přenosu horizontální síly; (iii) pro vyšší nadnásyp nad vrcholem klenby se tvar klenby vyklene proti působícímu zatížení a geometrie se pro vysoký nadnásyp blíží parabole 2 ; (iiii) je zřetelný jednotný trend v geometrii pro všechny klenby bez rozdílu výšky, nejzřetelněji jsou rozdíly v geometrii vidět na tvarech vysoké klenby Typ A. Obr. 5.11 Výsledné optimální geometrie Typ B. Obr. 5.12 Výsledné optimální geometrie Typ C. Přínos optimalizace vedoucí k nalezení výslednicového tvaru střednice klenby je názorně demonstrován na porovnání normálových napětí x v optimalizované klenbě a normálových napětí x v klenbách s referenční geometrii: elipsy a paraboly. Porovnání bylo provedeno na výpočtovém modelu s 5 m vysokým násypem nad vrcholem klenby. Obr. 5.13 Porovnání normálového napětí x [MPa] Typ B, podloží R, nadnásyp 5 m.

24 Parametrická optimalizační studie Z výsledných hodnot x je zcela zřejmé násobně menší tahové napětí v průřezu optimalizované klenby 0.49 MPa ve srovnání s hodnotami 11.36; 3.10 MPa pro referenční geometrie a navíc vhodnou volbou cílové funkce jsou menší i tlakové napětí. Minimální hodnota tahového napětí má velký význam na tuhost železobetonového průřezu, resp. na omezení vzniku trhlin, zatímco zmenšení tlaku (složka od ohybového momentu) pozitivně redukuje míru dotvarování železobetonové klenby. Toto porovnání také dokazuje zásadní důležitost volby geometrie střednice přesypané klenby, která musí reflektovat konkrétní podmínky, především geotechnické a také působící zatížení nelze navrhovat jednu univerzální geometrii. Pro doplnění k předchozímu zobrazení napětí, jsou v následujícím grafu porovnány ohybové momenty a normálové síly pro optimalizovanou geometrii s vnitřními silami na referenčních geometriích. Obr. 5.14 Porovnání ohybového momentu [knm/m] a normálové síly [kn/m] Typ B, podloží R, nadnásyp 5 m. Pro účely širšího porozumění chování a působení konstrukce přesypané klenby byly vyhodnoceny výsledné horizontální posuny v patě střední klenby (Typ B). Horizontální posuny u x pro jednotlivé optimalizované geometrie a referenční geometrie elipsy a paraboly jsou vyneseny v grafu na Obr. 5.15. Ze statiky konstrukcí je znám princip přenosu zatížení zakřivenou střednicí oblouku, kde zatížením vznikají šikmé podporové reakce. Založení obloukových konstrukcí by proto mělo vzdorovat této horizontální síle bez vodorovných deformací a posunů. Přesypané oblouky jsou ale vlivem interakce s bočním zásypem, který působí jako zatížení a zároveň jako tlaková podpora ve vodorovném směru komplikovaný konstrukční systém. Obr. 5.15 Horizontální posuny u x [mm] paty střední klenby Typ B pro jednotlivé typy podloží a výšky nadnásypu. Z uvedeného grafu je evidentní jednotný proporční nárůst vodorovné deformace podle typu podloží a výšky násypu nad vrcholem klenby a to bez většího vlivu optimalizace geometrie.

Optimalizace geometrie 25 5.5 APLIKACE OPTIMALIZACE Optimalizační algoritmus byl aplikován na reálnou konstrukci experimentálně vybudovanou za účelem měření působení přesypané klenby v průběhu výstavby. Experiment realizovaný na University of Massachusetts v Amherst (Webb, 1999) byl v této práci nejprve využit na verifikaci metodiky analýzy přesypaných konstrukcí a kalibraci výpočtových modelů na základě provedených. Následně byl kalibrovaný výpočtový model parametrizován a byla provedena optimalizace geometrie klenby za účelem teoretické redukce tahového napětí. Zároveň byla také redukována tloušťka klenby s ohledem na redukci napětí po optimalizaci tvaru, původní tloušťka železobetonové klenby systému BEBO byla 254 mm. Do optimalizace byla zadána klenba s konstantní tloušťkou 180 mm. Obr. 5.16 Schéma testované přesypané klenby s původními rozměry. Pro porovnání možností optimalizačních algoritmů byla zároveň provedena optimalizace geometrie střednice i pro klenbu s původní tloušťkou. Původní klenba byla zhotovena z železobetonových prefabrikátů systému BEBO, geometrii střednice odpovídá elipse. Celkem byly vyhodnoceny a porovnány 4 výpočtové modely odpovídající: 1) Původní klenba; t = 254 mm thick 2) Optimalizovaná klenba; t = 254 mm thick & optimized 3) Původní klenba; t = 180 mm thin 4) Optimalizovaná klenba; t = 180 mm thin & optimized Obr. 5.17 (a) Srovnání geometrií původní klenby a optimalizované. (b) Srovnání normálového napětí v krajních vláknech na původní klenbě t = 254mm a optimalizované klenbě t = 180 mm. Z grafu je patrné snížení tahových napětí z původních 1.4 MPa na 0.5 MPa (ve vrcholu na dolních vláknech) navíc při redukci tloušťky klenby z 254 mm na 180 mm.

26 Zatížení přesypaných konstrukcí 6 VYBRANÉ PROBLÉMY PŘESYPANÝCH KONSTRUKCÍ V poslední kapitole této práce je popsáno zatížení přesypaných konstrukcí a to především účinky zemních tlaků a lokálního zatížení dopravou. Variace napětí v klenbě od lokálního zatížení je analyzováno ve studii vlivu výšky nadnásypu s využitím prostorového výpočtového FE-modelu. 6.1 ZATÍŽENÍ PŘESYPANÝCH KONSTRUKCÍ Pro vyšší zemní tělesa je rozhodující stálé zatížení působící na objekt vyvozeno tlaky zemního tělesa, dále se uvažuje vlastní tíha klenby a přitížení povrchu. Z proměnných zatížení je třeba zvážit zatížení dopravou, změnami teplot a přitížení sněhem. Neměl by být opomenut vliv smršťování a dotvarování. Vliv dotvarování lze redukovat nalezením výslednicového tvaru střednice. 6.1.1 Zemni tlaky K dimenzi přesypané klenby je rozhodující zatížení vyvolané tíhou zeminy, z kterého se stanoví zemní tlaky svislé a vodorovné. Svislý zemní tlak lze snadno určit z tíhy zeminy a výšky zásypu. Vodorovné zemní tlaky se určí ze v závislosti na velikosti posunu, pootočení a přetvoření konstrukce. V průběhu výstavby se typy zemních tlaků mění podle stupně zasypání klenby a jejich praktické určení pro analytický výpočet může být komplikované. Z následujících porovnání predikovaných hodnot z výpočtových modelů a experimentální měření z tlakových snímačů na přesypaných klenbách lze konstatovat, že výpočtové modely realizované v této práci výstižně predikovaly působení zemního tlaku na povrch klenby. Obr. 6.1 Zemní tlak na povrch klenby v průběhu zasypávání klenby v Amherst; pozice tlakových snímačů. 6.1.2 Vliv hutnění Při verifikaci komplexních výpočtových FE-modelů se osvědčil postup přídavných horizontálních zatížení, která simulují reziduální účinky hutnění u klenby (Taleb & Moore, 1999). Velikost zatížení odpovídá hutnícímu prostředku.

Vybrané problémy přesypaných konstrukcí 27 6.1.3 Zatížení dopravou Účinky lokálního nahodilého zatížení přesypaných konstrukcí závisí na výšce přesypání násypu nad vrcholem klenby, pro nízké násypy nad klenbou může mít nahodilé zatížení zásadní význam pro dimenzování konstrukce. 6.1.4 Vliv výšky násypu na roznos lokálního zatížení K porovnání účinku lokálního zatížení dopravou na přesypanou klenbu byl vytvořen prostorový FE-model s objemovými elementy, na výsledcích je porovnáno: (i) vliv výšky nadnásypu na roznos; (ii) variace účinků v klenbě v podélném směru; (iii) srovnání vnitřních sil a napětí od stálého zatížení a zatížení dopravou, modelem LM1. (a) Výška nadnásypu 1.3 m (b) Výška nadnásypu 5.0 m (c) Výška nadnásypu 10.0 m Obr. 6.2 Porovnání svislé deformace U y [m], symetrické postavení LM1. Výsledky rozdělení normálového napětí x ve vrcholu klenby potvrzují citované práce o variaci napětí a deformace po délce klenby od lokálně působícího zatížení a také nevhodnost využití 2D případně 1D výpočtových modelů. Obr. 6.3 Variace napětí x [MPa]; porovnání x pro stálé zatížení a x od přírůstku LM1.